JP2008121706A - 円すいころ軸受 - Google Patents

Abstract

【課題】軸受の剛性を低下させることなく低トルク化及び耐焼付き性に優れる円すいころ軸受を実現する。
【解決手段】円すいころ軸受1はころ係数γが0.94を越え、窒素富化層を有し、窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が10番を越え、内輪2の大つば面2aが円すいころ4の大端面4aに接触する円すい面aとこの円すい面aの外側に滑らかに連なり大端面4aから離隔する方向に湾曲する逃げ面bとで構成され、内輪の小つば面が円すいころの小端面と平行な面で形成され、円すいころの大端面の曲率半径をR、円すいころのテーパ角度の頂点から内輪の大つば面までの距離をR_０としたとき、R／R_０を0.75〜0.87の範囲とし、保持器5が隣接する柱部8間に円すいころ4を収容するためのポケット9が画成してあり、柱部8の内径面の両側にころ4の転動面と接するテーパ面8aが形成してあり、テーパ面8aの幅方向の長さ寸法Ｌが、ころ4の平均直径の5％以上11％未満である。
【選択図】図１

Description

この発明は円すいころ軸受に関し、たとえば自走車両のデファレンシャルやトランスミッション等の動力伝達軸を支持する軸受に適用することができる。

円すいころ軸受は、外径面に軌道面を設けた内輪と、内径面に軌道面を設けた外輪と、内輪と外輪の軌道面間に介在させた複数の円すいころと、これらの円すいころを保持する保持器とからなる。保持器は、円すいころの小端面側で連なった環状部と、円すいころの大端面側で連なった環状部と、これらの環状部同士を連結する複数の柱部とを有し、隣り合った柱部間にころを収納するためのポケットが画成してある。このような保持器では、ころの転動面と接する柱部の内径面の両側にテーパ面を設け、ころの転動面に接触疵が生じないようにしている。従来、このテーパ面の幅方向の長さ寸法Ｌは、ころの平均直径Ｄの１１〜２０％とするのが一般的である。

自走車両のデファレンシャルやトランスミッション等の動力伝達軸を支持するころ軸受は、一部が油浴に漬かった状態で使用され、その回転に伴って油浴の油を潤滑油とする油浴潤滑状態となる。このように油浴潤滑状態で使用されるころ軸受では、ころの転動面と保持器の柱部内径面のテーパ面との間も、これらの面で形成されるくさび空間に入り込む潤滑油で潤滑される。
特開平０９−０９６３５２号公報 特開平１１−２１０７６５号公報 特開２００３−３４３５５２号公報

従来の、保持器の柱部テーパ面の長さ寸法Ｌをころの平均直径Ｄの１１〜２０％としたころ軸受は、ころの転動面と柱部テーパ面との間に比較的大きいくさび空間が形成され、多量の潤滑油がくさび空間に入り込む。このくさび空間からころの転動面と保持器のテーパ面との界面に入る潤滑油の量は限られているので、このように多量の潤滑油がくさび空間に入り込むと、これらの潤滑油の逃げ場がなくなって軸受回転の抵抗となり、トルク損失が大きくなるという問題がある。また、このように潤滑油が軸受内部へ流入するころ軸受では、保持器の回転に対する潤滑油の流動抵抗も、無視できないトルク損失の要因となる。

したがって、軸受内部に潤滑油が流入する円すいころ軸受における潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減させる必要がある。以上が低トルク化のために油の流動抵抗を減少させる方法であるが、大幅な低トルク化を行うためには、ころがり粘性抵抗が低下するように軸受諸元を変更することが必要である。しかしながら、従来の低トルク化手法（特許文献１〜３参照）では、定格荷重を低下させない低トルク化は可能であるが、軸受剛性はいくらか低下する。

この発明の主要な目的は、軸受剛性を低下させることなく、低トルク化を実現し、かつ、耐焼付き性に優れる円すいころ軸受とすることにある。

この発明は、ころ本数を減らさず、あるいは増加させつつ、ころピッチ円径（ＰＣＤ）を小さくすることによって、課題を解決したものである。図１９は円すいころ軸受においてＰＣＤを変化させたときの剛性比（−●−）およびトルク比（−○−）を表したものである。ころの弾性変形量を計算確認した結果、図１９に示すように、ＰＣＤを小さくすると軸受のトルクは大幅に低下するが、軸受剛性はあまり低下しないといった知見を得た。そこで、ころ本数を減らさないか増加させつつ、ＰＣＤを小さくすることによって、剛性を低下させずにトルクを低減させることができる。

この発明の円すいころ軸受は、内輪と、外輪と、内輪と外輪との間に転動自在に介在させた複数の円すいころと、円すいころを円周所定間隔に保持する保持器とからなり、ころ係数γが０．９４を越え、前記内輪、外輪および円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材が、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を越える範囲にあり、前記内輪の大つば面が、円すいころの大端面に接触する円すい面と、この円すい面の外側に滑らかに連なり、円すいころの大端面から離隔する方向に湾曲する逃げ面とで構成され、前記内輪の小つば面が、円すいころの小端面と平行な面で形成され、円すいころの大端面の曲率半径をＲ、円すいころのテーパ角度の頂点から内輪の大つば面までの距離をＲ_０としたとき、Ｒ／Ｒ_０を０．７５〜０．８７の範囲で構成され、前記保持器が、円すいころの小端面側で連なった環状部と、円すいころの大端面側で連なった環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とからなり、隣接する柱部間に円すいころを収容するためのポケットが形成してあり、前記柱部の内径面の両側に前記ころの転動面と接するテーパ面が形成してあり、前記テーパ面の幅方向の長さ寸法が、前記ころの平均直径の５％以上１１％未満であることを特徴とするものである。

ころ係数γ（ころの充填率）は（ころ本数×ころ平均径）／（π×ＰＣＤ）で表されるパラメータであって、ころ平均径が一定とした場合、γの値が大きいほどころ本数が多いことを意味する。従来の典型的な保持器付き円すいころ軸受ではころ係数γを通常０．９４以下に設定しているのに対し、ころ係数γが０．９４を越えるということは、従来と比較して、ころ充填率ひいては軸受剛性が高いことを意味する。

窒素富化層は、軌道輪（外輪もしくは内輪）または円すいころの表層に形成された窒素含有量が増加した層であって、たとえば浸炭窒化、窒化、浸窒などの処理によって形成させることができる。窒素富化層における窒素含有量は、好ましくは０．１％〜０．７％の範囲である（請求項７）。窒素含有量が０．１％より少ないと効果がなく、とくに異物混入条件での転動寿命が低下する。窒素含有量が０．７％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステナイトが多くなりすぎて硬度が出なくなったりして短寿命になる。軌道輪に形成された窒素富化層については、窒素含有量は、研削後の軌道面の表層５０μｍにおける値であって、たとえばＰＭＡ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザ）で測定することができる。

また、オーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を越えるほどオーステナイト粒径が微細であることにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト粒径の粒度番号が１０番以下では、転動疲労寿命は大きく改善されないので、１０番を越える範囲とする。通常、１１番以上とする。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、１３番を越える粒度番号を得ることは難しい。なお、上記の軸受部品のオーステナイト粒は、窒素富化層を有する表層部でも、それより内側の内部でも変化しない。したがって、上記の結晶粒度番号の範囲の対象となる位置は、表層部および内部とする。オーステナイト結晶粒は、たとえば焼入れ処理を行った後も焼入れ直前のオーステナイト結晶粒界の痕跡が残っており、その痕跡に基づいた結晶粒をいう。

ころの転動面と接する保持器の柱部のテーパ面の幅方向の長さ寸法を、ころの平均直径の１１％未満、好ましくは９％以下とすることにより、ころの転動面とテーパ面との間にあまり大きなくさび空間が形成されないようにして、くさび空間に入り込む潤滑油の量を少なくし、潤滑油の逃げ場がなくなることによるトルク損失を低減できるようにした。なお、テーパ面の幅方向の長さ寸法をころの平均直径の５％以上としたのは、５％未満では、ころの外径面とのテーパ面との弾性接触領域がテーパ面の幅よりも大きくなるおそれがあるからである。

円すいころ大端面と接触する内輪大つば面の円すい面に、湾曲した逃げ面を滑らかに接続し、接触領域の外縁近傍に鋭角の楔形すきまを形成することにより、接触領域への潤滑油引き込み作用を高めて、十分な油膜を形成させることができる。また、この滑らかな逃げ面の形成で、円すいころスキュー時の、内輪大つば面との当たりによる疵付きを防止することができる。

内輪の小つば面が、円すいころの小端面と平行な面で形成され、円すいころの大端面の曲率半径をＲ、円すいころのテーパ角度の頂点から内輪の大つば面までの距離をＲ_０としたとき、Ｒ／Ｒ_０を０．７５〜０．８７の範囲としたことにより、ころスキューによるかじりの発生が防止できるので、耐焼付き性が向上する。

内輪の小つば面を円すいころの小端面と平行な面で形成したのは、以下の理由による。図２２に拡大して示すように、内輪２の小つば面２ｃを、軌道面２ａに配列された円すいころ４の小端面４ｃと平行な面とすることにより、前述した初期組立状態での円すいころ４の大端面４ａと内輪２の大つば面２ｂとの間のすきま（円すいころ４が正規の位置に落ち着いたときの小端面４ｃと内輪２の小つば面２ｃとの間のすきまｓに等しい）に対する円すいころ４の小端面４ｃの面取り寸法、形状のばらつきの影響を排除することができる。すなわち、図２２に破線で示すように、小端面４ｃの面取り寸法、形状が異なっても、初期組立状態において、互いに平行な小端面４ｃと小つば面２ｃとは面接触するため、このときの大端面４ａと大つば面２ｂとの間のすきまは常に一定となり、各円すいころ４が正規の位置に落ち着くまでの時間のばらつきをなくし、ならし運転時間を短縮することができる。

円すいころの大端面の曲率半径Ｒと、円すいころのテーパ角度の頂点から内輪の大つば面までの距離Ｒ_０の比の値Ｒ／Ｒ_０を０．７５〜０．８７の範囲としたのは、次に述べる理由による。

図２３に、内輪の大つば面と円すいころの大端面との間に形成される油膜の厚さｔを、Karnaの式を用いて計算した結果を示す。横軸はＲ／Ｒ_０を表し、縦軸は油膜厚さｔのＲ／Ｒ_０＝０．７６のときの油膜厚さｔ_０に対する比の値ｔ／ｔ_０を表している。油膜厚さｔはＲ／Ｒ_０＝０．７６の時に最大で、Ｒ／Ｒ_０が０．９を越えると急激に減少する。

図２４に、内輪の大つば面と円すいころの大端面との最大ヘルツ応力ｐを計算した結果を示す。横軸は図２３と同様にＲ／Ｒ_０を表し、縦軸は最大ヘルツ応力ｐのＲ／Ｒ_０＝０．７６のときの最大ヘルツ応力ｐ_０に対する比の値ｐ／ｐ_０を表している。最大ヘルツ応力ｐはＲ／Ｒ_０の増大に伴って単調に減少する。

内輪の大つば面と円すいころの大端面とのすべり摩擦によるトルクロスと発熱を減少させるためには、油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることが望ましい。図２３および図２４に示した計算結果を参考とし、後の表１１に示す耐焼付き試験結果に基づいて、Ｒ／Ｒ_０の適正範囲を０．７５〜０．８７に決定する。なお、従来の円すいころ軸受では、Ｒ／Ｒ_０の値は０．９０〜０．９７の範囲に設計されている。

なお、請求項１の円すいころ軸受を、ギヤオイルが封入されたハウジング内に歯車軸が円すいころ軸受により回転自在に支持された車両用歯車軸支持装置に採用することにより、歯車軸支持装置の摩擦によるトルクロスと発熱が減少して耐久性が向上するばかりでなく、ならし運転時間を短縮することができる。

請求項２の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、前記逃げ面の断面形状が円弧形状であることを特徴とするものである。このような構成を採用することにより、潤滑油引き込み作用の優れた逃げ面を容易に加工することができる。

請求項３の発明は、請求項１または２の円すいころ軸受において、前記円すいころの大端面の中央部に円形領域のぬすみが設けられ、このぬすみの外周端が、前記内輪の大つば面の円すい面と逃げ面の境界近傍に位置することを特徴とするものである。このような構成を採用することにより、前記楔形すきまの近くまで潤滑油を導いて楔形すきまに十分な潤滑油を供給することができ、かつ、円すいころの許容スキュー角もさらに大きくすることができる。

請求項４の発明は、請求項１から３のいずれか１項の円すいころ軸受において、前記内輪の大つば面の円すい面と逃げ面の境界が、円すいころの大端面と内輪の大つば面との接触で生じる最大接触楕円の外縁近傍に位置することを特徴とするものである。このような構成を採用することにより、円すいころ軸受のあらゆる使用負荷レンジで、潤滑油を引き込む楔形すきまを適切に形成させることができる。

請求項５の発明は、請求項１から４のいずれか１項の円すいころ軸受において、内輪の大つば面の表面粗さＲａが０．０５〜０．２０μｍの範囲であることを特徴とするものである。このような構成を採用することにより、内輪の大つば面と円すいころの大端面との間に形成される油膜厚さｔとの関係で、これらの面間での潤滑状態を適正な状態に保つことができる。なお、請求項６の円すいころ軸受を、ギヤオイルが封入されたハウジング内に歯車軸が円すいころ軸受により回転自在に支持された車両用歯車軸支持装置に採用することにより、内輪の大つば面と円すいころの大端面との間の潤滑状態を適正な状態に保ち、歯車軸支持装置の耐久性をさらに高めることができる。

内輪の大つば面の表面粗さＲａの下限を０．０５μｍとするのは次の理由による。円すいころ軸受の取り付け時には、内輪の端面にアキシアル荷重を負荷しながら、５０〜１００ｒ／ｍｉｎ程度の低速回転でならし運転が行われる。表面粗さＲａが０．０５μｍ未満の場合は、このならし運転時に、内輪の大つば面と円すいころの大端面との間の潤滑状態が、流体潤滑と境界潤滑の混合潤滑になるため、摩擦係数が大幅に変動し、測定される軸トルクのばらつきが大きくなり、予圧力の管理精度が悪くなる。表面粗さＲａが０．０５μｍ以上の場合は、潤滑状態が境界潤滑となって摩擦係数が安定し、精度のよい予圧力の管理を行うことができる。１００ｒ／ｍｉｎを越える通常の軸受使用条件下の回転数では、大つば面と大端面との間に十分な油膜が形成されるため、これらの両面間の潤滑状態は流体潤滑となって摩擦係数が小さくなる。

内輪の大つば面の表面粗さＲａの上限を０．２０μｍとするのは、０．２０μｍを越えると、高速回転領域で軸受部が温度上昇し、潤滑油が粘度低下したときに、油膜厚さｔが不十分となり、焼付きを生じやすくなるからである。

請求項６の発明は、請求項１から５のいずれか１項の円すいころ軸受において、前記柱部の厚さ寸法が、前記ころの平均直径の５％以上１７％未満であることを特徴とするものである。これにより、柱部の厚みを薄くして、保持器の回転に対する潤滑油の流動抵抗を小さくし、トルク損失をより低減させることができる。なお、柱部の厚さ寸法をころの平均値の５％以上としたのは、５％では保持器の剛性を十分に確保できないからである。

請求項８の発明は、請求項１から７のいずれか１項の円すいころ軸受において、前記保持器のポケットの窓角が５５°以上８０°以下であることを特徴とするものである。窓角とは、柱部の、ころの転動面と接する面がなす角度をいう。窓角を５５°以上としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、８０°以下としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。なお、通常の保持器では窓角は２５°〜５０°となっている。

上述の各円すいころ軸受は、自走車両の動力伝達軸を支持するものに好適である。

この発明によれば、剛性を低下させることなくトルク損失を減少させることができる。すなわち、この発明の円すいころ軸受は、ころ係数γが０．９４を越える設定とすることにより、ころ本数を減らさず、あるいは増加させつつ、ころピッチ円径（ＰＣＤ）を小さくすることができ、剛性の低下を防止することができる。しかも、ころ係数γを０．９４より大きくすることにより、負荷容量がアップするばかりでなく、軌道面の最大面圧を低下させることができるため、過酷潤滑条件下での極短寿命での表面起点剥離を防止することができる。

また、この発明の円すいころ軸受は、窒素富化層を形成した上で、オーステナイト粒径を粒度番号で１１番以上に微細化したため、転動疲労寿命が大きく改善され、優れた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができる。

さらに、ころの転動面と接する保持器の柱部のテーパ面の幅方向の長さ寸法を、ころの平均直径の５％以上１１％未満としたことにより、ころの転動面とテーパ面との間にあまり大きなくさび空間が形成されず、くさび空間に入り込む潤滑油の量が少なくなる。したがって、潤滑油の逃げ場がなくなることによるトルク損失が減少し、低トルク化を促進することができる。一方で、円すいころ大端面と接触する内輪大つば面の円すい面に、湾曲した逃げ面を滑らかに接続するとともに、円すいころの大端面の曲率半径Ｒを、前記Ｒ/Ｒo＝0.75〜0.87の範囲の値とすることにより、内輪大鍔面と円すいころ大端面間での滑り摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼き付きの発生を防止する。

以下、図面に従ってこの発明の実施の形態を説明する。まず、図２を参照して全体構成を説明すると、円すいころ軸受１は内輪２と外輪３と円すいころ４と保持器５とを主要な構成要素としている。内輪２は外周に円すい状の軌道面２ａが形成してあり、外輪３は内周に円すい状の軌道面３ａが形成してある。内輪２の軌道面の２ａと外輪３の軌道面３ａとの間に複数の円すいころ４が転動自在に介在させてある。各円すいころ４は保持器５に形成したポケット内に収容され、内輪２の軌道面２ａの両側に形成した小つば２ｃと大つば２ｂとで軸方向移動を規制される。

円すいころ軸受１は、ころ係数γ＞０．９４となっている。ころ係数γはころの充填率を表し、次式で定義される。
ころ係数γ＝（Ｚ・ＤＡ）／（π・ＰＣＤ）
ここに、
Ｚ：ころ本数、
ＤＡ：ころ平均径、
ＰＣＤ：ころピッチ円径。

比較のため、図３を参照して従来の技術に言及すると、同図に示す円すいころ軸受は、保持器から外輪が離間している典型的な保持器付き円すいころ軸受であって、外輪７１と保持器７２との接触を避けた上で、保持器７２の柱幅を確保し、適切な保持器７２の柱強度を円滑な回転を得るために、通常、ころ係数γを０．９４以下にして設計している。なお、図３中、符号７３，７４，７５は、それぞれ、円すいころ、柱面、内輪を指し、符号θは窓角を表している。

保持器５は、図１（Ａ）に示すように、円すいころ４の小端面側で連なった環状部６と、円すいころ４の大端面側で連なった環状部７と、これらの環状部６，７を連結する複数の柱部８とからなり、隣り合った柱部８間に台形状のポケット９が画成される。

図１（Ｂ）に示すように、柱部８の内径面の両側には、円すいころ４の転動と接するテーパ面８ａが形成してある。このテーパ面８ａの幅方向の長さ寸法Ｌは、円すいころ４の平均直径Ｄの５％以上１１％未満、たとえば７％に設定するのが望ましい。このような構成とすることにより、円すいころ４の転動面とテーパ面８ａとの間にあまり大きなくさび空間が形成されることはない。また、柱部８の厚さ寸法Ｔは、円すいころ４の平均直径Ｄの５％以上１７％未満、たとえば１０％に設定するのが望ましい。このような構成とすることにより、保持器５の回転に対する潤滑油の流動抵抗を小さく抑えることができる。

図１（Ｂ）に示したテーパ面の長さ寸法Ｌを円すいころの平均直径Ｄの７％とした保持器を用いた円すいころ軸受（実施例）と、テーパ面の長さ寸法Ｌを円すいころの平均直径Ｄの１３％とした従来の保持器を用いた円すいころ軸受（比較例）とを用意した。円すいころ軸受の寸法は、いずれも、外径１００ｍｍ、内径４５ｍｍ、幅２７．２５ｍｍとした。また、保持器の柱部の厚さ寸法Ｔは、実施例のものが円すいころの平均直径Ｄの１３％、比較例のものが１７％とした。

実施例と比較例の円すいころ軸受について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件は次のとおりである。
アキシアル荷重：３００ｋｇｆ
回転速度 ：３００〜２０００ｒ／ｍｉｎ（１００ｒ／ｍｉｎピッチ）
潤滑条件 ：油浴潤滑（潤滑油：７５Ｗ−９０）

図４は、上記トルク測定試験の結果を示し、同図のグラフの縦軸は、比較例のもののトルクに対する実施例のもののトルクの低減率を表す。テーパ面の長さ寸法Ｌを円すいころの平均直径Ｄの７％と小さくした実施例のものは、低速回転から高速回転まで顕著なトルク低減効果が認められ、試験の最高回転速度である２０００ｒ／ｍｉｎでも１２．０％のトルク低減率が得られている。この実施例のトルク低減効果には、柱部の厚さ寸法Ｔを薄くして、保持器の回転に対する潤滑油の流動抵抗を小さくした効果も含まれている。

図５および図６を参照して、柱部８の、ころの転動面と接する面８ａがなす角度すなわち窓角θについて述べると、下限窓角θmin.が５５°（図５）、上限窓角θmax.が８０°（図６）である。窓角は、従来の、保持器が外輪から離間している典型的な保持器付き円すいころ軸受（図３参照）では、大きくても約５０°である。下限窓角θmin.を５５°としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、窓角５５°未満ではころとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を５５°以上とすると、保持器強度を確保した上でγ＞０．９４として、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、上限窓角θmax.を８０°としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。

図７に軸受の寿命試験の結果を示す。同図の「軸受」欄中、「比較例１」は保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円すいころ軸受（図３参照）である。「比較例２」はこの発明の円すいころ軸受のうち従来品に対してころ係数γのみをγ＞０．９４とした円すいころ軸受である。「実施例」がころ係数γをγ＞０．９４とし、かつ、窓角を５５°〜８０°の範囲にしたこの発明の円すいころ軸受である。寸法（単位ｍｍ）はいずれもφ４５×φ８１×１６で、ころ本数は「比較例１」が２４、「比較例２」および「実施例」が２７本であった。試験は過酷潤滑（油膜パラメータΛ＝０．２）、過大負荷条件下で行った。図７から明らかなように、「比較例２」は「比較例１」の２倍以上の長寿命となる。さらに、「実施例」の軸受はころ係数が「比較例２」と同じ０．９６であるが、寿命時間は「比較例２」の約５倍以上にもなる。

保持器５は、例えばＰＰＳ、ＰＥＥＫ、ＰＡ、ＰＰＡ、ＰＡＩ等のスーパーエンプラで一体成形することができる。また、必要に応じて、強度増強のため、これら樹脂材料またはその他のエンジニアリング・プラスチックにガラス繊維または炭素繊維などを配合したものを使用してもよい。エンジニアリング・プラスチックは、汎用エンジニアリング・プラスチックとスーパー・エンジニアリング・プラスチックを含む。以下に代表的なものを掲げるが、これらはエンジニアリング・プラスチックの例示であって、エンジニアリング・プラスチックが以下のものに限定されるものではない。

保持器に樹脂材を使用することにより、鉄板製保持器に比べ、保持器重量が軽く、自己潤滑性があり、摩擦係数が小さいという特徴があるため、軸受内に介在する潤滑油の効果と相俟って、外輪との接触による摩耗の発生を抑えることが可能になる。これらの樹脂は鋼板と比べると重量が軽く摩擦係数が小さいため、軸受起動時のトルク損失や保持器摩耗の低減に好適である。機械的強度、耐油性および耐熱性に優れたエンジニアリング・プラスチックはとくに好適である。

〔汎用エンジニアリング・プラスチック〕ポリカーボネート（ＰＣ）、ポリアミド６（ＰＡ６）、ポリアミド６６（ＰＡ６６）、ポリアセタール（ＰＯＭ）、変性ポリフェニレンエーテル（ｍ−ＰＰＥ）、ポリブチレンテレフタレート（ＰＢＴ）、ＧＦ強化ポリエチレンテレフタレート（ＧＦ−ＰＥＴ）、超高分子量ポリエチレン（ＵＨＭＷ−ＰＥ）

〔スーパー・エンジニアリング・プラスチック〕ポリサルホン（ＰＳＦ）、ポリエーテルサルホン（ＰＥＳ）、ポリフェニレンサルファイド（ＰＰＳ）、ポリアリレート（ＰＡＲ）、ポリアミドイミド（ＰＡＩ）、ポリエーテルイミド（ＰＥＩ）、ポリエーテルエーテルケトン（ＰＥＥＫ）、液晶ポリマー（ＬＣＰ）、熱可塑性ポリイミド（ＴＰＩ）、ポリベンズイミダゾール（ＰＢＩ）、ポリメチルベンテン（ＴＰＸ）、ポリ１，４−シクロヘキサンジメチレンテレフタレート（ＰＣＴ）、ポリアミド４６（ＰＡ４６）、ポリアミド６Ｔ（ＰＡ６Ｔ）、ポリアミド９Ｔ（ＰＡ９Ｔ）、ポリアミド１１，１２（ＰＡ１１，１２）、フッ素樹脂、ポリフタルアミド（ＰＰＡ）

図８に示す変形例は、エンジニアリング・プラスチックで一体成形した保持器５の柱部８の外径面に、外輪３の軌道面側に向けて凸状となった突起部８ｂを形成したものである。その他は前述した保持器５と同じである。突起部８ｂは図９に示すように柱部８の横断方向の断面輪郭形状が円弧状をしている。この円弧状の曲率半径Ｒ₂は外輪軌道面半径Ｒ₁より小さくしてある。これは、突起部８ｂと外輪軌道面との間に良好なくさび状油膜が形成されるようにするためである。望ましくは突起部の曲率半径Ｒ₂は外輪軌道面半径Ｒ₁の７０〜９０％程度に形成するとよい。７０％未満では、くさび状油膜の入口開き角度が大きくなりすぎて却って動圧が低下する。９０％を超えると、くさび状油膜の入口角度が小さくなりすぎて同様に動圧が低下する。

また、突起部８ｂの横幅Ｗ₂は望ましくは柱部５ｃの横幅Ｗ₁の５０％以上とする（Ｗ₂≧０．５Ｗ₁）。５０％未満では良好なくさび状油膜を形成するための充分な突起部８ｂの高さが確保できなくなるためである。なお、外輪軌道面半径Ｒ₁は大径側から小径側へと連続的に変化しているので、突起部８ｂの曲率半径Ｒ₂もそれに合わせて大径側環状部７の大きな曲率半径Ｒ₂から小径側環状部６の小さな曲率半径Ｒ₂へと連続的に変化するようにする。

図８の円すいころ軸受１は以上にように構成されているため、軸受１が回転して保持器５が回転し始めると、外輪軌道面と保持器５の突起部８ｂとの間にくさび状油膜が形成される。このくさび状油膜は軸受１の回転速度にほぼ比例した動圧を発生するので、保持器５のピッチ円径（ＰＣＤ）を従来よりも大きくして外輪軌道面に近接させても、軸受１を大きな摩耗ないしトルク損失を生じることなく回転させることが可能となり、無理なくころ本数を増加させることが可能となる。

上述の円すいころ軸受１の内輪２、外輪３および円すいころ４の少なくとも一つの軸受部品は窒素富化層を有する。窒素富化層を形成させるための処理の具体例として浸炭窒化処理を含む熱処理について説明する。

図１０は、この発明の実施の形態における転がり軸受の熱処理方法を説明する図であり、図１１はその変形例を説明する図である。図１０は一次焼入れおよび二次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンであり、図１１は焼入れ途中で材料をＡ_１変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れする方法を示す熱処理パターンである。これらの図において、処理Ｔ_１では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させたまま炭素の溶け込みを十分に行った後、Ａ_１変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ_２において、Ａ_１変態点温度以上かつ処理Ｔ_１よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。

上記の熱処理により、従来の浸炭窒化焼入れすなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少させることができる。上記図１０または図１１の熱処理パターンによって製造されたこの発明の転がり軸受は、オーステナイト結晶粒の粒径が従来の２分の１以下となるミクロ組織を有している。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。結晶粒の微細化のために二次焼入れ温度を下げる熱処理工程をとるため、残留オーステナイト量が表層および内部で減少する結果、すぐれた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができるのである。

図１２は、軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図である。図１２（Ａ）は本発明例の軸受部品であり、図１２（Ｂ）は従来の軸受部品である。すなわち、図１０に示す熱処理パターンを適用したこの発明の実施の形態である転がり軸受の軌道輪のオーステナイト結晶粒度を図１２（Ａ）に示す。また、比較のため、従来の熱処理方法による軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図１２（Ｂ）に示す。図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に、上記図１２（Ａ）および図１２（Ｂ）を図解したオーステナイト結晶粒度を示す。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はＪＩＳ規格の粒度番号で１０番であり、図１０または図１１による熱処理方法によれば１２番の細粒を得ることができる。図１２（Ａ）の平均粒径は、切片法で測定した結果、５．６μｍであった。

次に、この発明の実施例について説明する。
（実施例Ｉ）
ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用いて、（１）水素量の測定、（２）結晶粒度の測定、（３）シャルピー衝撃試験、（４）破壊応力値の測定、（５）転動疲労試験の各試験を行った。表１にその結果を示す。

各試料の製造履歴は次のとおりである。
試料Ａ〜Ｄ（本発明例）：浸炭窒化処理８５０℃、保持時間１５０分間。雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。図１０に示す熱処理パターンにおいて、浸炭窒化処理温度８５０℃から一次焼入れを行い、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度域７８０℃〜８３０℃に加熱して二次焼入れを行った。ただし、二次焼入れ温度７８０℃の試料Ａは焼入れ不足のため試験の対象から外した。
試料Ｅ，Ｆ（比較例）：浸炭窒化処理は、本発明例Ａ〜Ｄと同じ履歴で行い、二次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度８５０℃以上の８５０℃〜８７０℃で行った。
従来浸炭窒化処理品（比較例）：浸炭窒化処理８５０℃、保持時間１５０分間。雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。浸炭窒化処理温度からそのまま焼入れを行い、二次焼入れは行わなかった。
普通焼入れ品（比較例）：浸炭窒化処理を行わずに、８５０℃に加熱して焼入れした。二次焼入れは行わなかった。

次に、試験方法について説明する。
水素量の測定
水素量は、ＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置により、鋼中の非拡散性水素量を分析した。拡散性水素量は測定していない。このＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置の仕様は次のとおりである。
分析範囲：０．０１〜５０．００ｐｐｍ
分析精度：±０．１ｐｐｍまたは±３％Ｈ（いずれか大なる方）
分析感度：０．０１ｐｐｍ
検出方式：熱伝導度法
試料重量サイズ：１０ｍｇ〜３５ｍｇ（最大：直径１２ｍｍ×長さ１００ｍｍ）
加熱炉温度範囲：５０℃〜１１００℃
試薬：アンハイドロン Ｍｇ（ＣｌＯ₄）₂、 アスカライト ＮａＯＨ
キャリアガス：窒素ガス、ガスドージングガス：水素ガス、いずれのガスも純度９９．９９％以上、圧力４０ｐｓｉ（２．８ｋｇｆ／ｃｍ²）

測定手順の概要は以下のとおりである。専用のサンプラーで採取した試料をサンプラーごと上記の水素分析装置に挿入する。内部の拡散性水素は窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導かれる。この拡散性水素は本実施例では測定しない。次に、サンプラーから試料を取り出し、抵抗加熱炉内で加熱し、非拡散性水素を窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導く。熱伝導度検出器において熱伝導度を測定することによって非拡散性水素量を知ることができる。

結晶粒度の測定
結晶粒度の測定は、ＪＩＳ Ｇ ０５５１の鋼のオーステナイト結晶粒度試験方法に基づいて行った。

シャルピー衝撃試験
シャルピー衝撃試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の金属材料のシャルピー衝撃試験方法に基づいて行った。試験片は、ＪＩＳ Ｚ ２２０２に示されたＵノッチ試験片（ＪＩＳ３号試験片）を用いた。

破壊応力値の測定
図１４は、静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）の試験片を示す図である。図中のＰ方向に荷重を負荷して破壊されるまでの荷重を測定する。その後、得られた破壊荷重を、下記の曲がり梁の応力計算式により応力値に換算する。なお、試験片は図１４に示す試験片に限られず、他の形状の試験片を用いてもよい。

図１４の試験片の凸表面における繊維応力をσ₁、凹表面における繊維応力をσ₂とすると、σ₁およびσ₂は下記の式によって求められる（機械工学便覧Ａ４編材料力学Ａ４−４０）。ここで、Ｎは円環状試験片の軸を含む断面の軸力、Ａは横断面積、ｅ₁は外半径、ｅ₂は内半径を表す。また、κは曲がり梁の断面係数である。
σ₁＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ₀）｝［１＋ｅ₁／｛κ（ρ₀＋ｅ₁）｝］
σ₂＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ₀）｝［１−ｅ₂／｛κ（ρ₀−ｅ₂）｝］
κ＝−（１／Ａ）∫Ａ｛η／（ρ₀＋η）｝ｄＡ

転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件を表２に示す。また、図１５は、転動疲労寿命試験機の概略図であって、図１５（Ａ）は正面図、図１５（Ｂ）は側面図である。図１５において、転動疲労寿命試験片１８は、駆動ロール１２によって駆動され、ボール１６と接触して回転する。ボール１６は３／４インチのボールであり、案内ロール１４にガイドされて転動疲労寿命試験片１８との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。

表１に示した実施例Ｉの試験結果を説明すると次のとおりである。
水素量
浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品は、０．７２ｐｐｍと非常に高い値となっている。これは、浸炭窒化処理の雰囲気に含まれるアンモニア（ＮＨ₃）が分解して水素が鋼中に浸入したためと考えられる。これに対し、試料Ｂ〜Ｄは、水素量は０．３７〜０．４０ｐｐｍと半分近くまで減少している。この水素量は普通焼入れ品と同レベルである。

結晶粒度
結晶粒度は二次焼入れ温度が、浸炭窒化処理時の焼入れ（一次焼入れ）の温度より低い場合、すなわち試料Ｂ〜Ｄの場合、オーステナイト粒は、結晶粒度番号１１〜１２と顕著に微細化されている。試料ＥおよびＦならびに従来浸炭窒化処理品および普通焼入れ品のオーステナイト粒は、結晶粒度番号１０であり、本発明例の試料Ｂ〜Ｄより粗大な結晶粒となっている。

シャルピー衝撃試験
表１によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は５．３３Ｊ／ｃｍ²であるのに対して、本発明例の試料Ｂ〜Ｄのシャルピー衝撃値は６．３０〜６．６５Ｊ／ｃｍ²と高い値が得られている。この中でも、二次焼入れ温度が低い方がシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。普通焼入れ品のシャルピー衝撃値は６．７０Ｊ／ｃｍ²と高い。

（４）破壊応力値の測定
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表１によれば、従来浸炭窒化処理品は２３３０ＭＰａの破壊応力値となっている。これに比して、試料Ｂ〜Ｄの破壊応力値は２６５０〜２８４０ＭＰａと改善された値が得られている。普通焼入れ品の破壊応力値は２７７０ＭＰａであり、試料Ｂ〜Ｄの改良された耐割れ強度は、オーステナイト結晶粒の微細化と並んで、水素含有率の低減による効果が大きいと推定される。

転動疲労試験
表１によれば、普通焼入れ品は浸炭窒化層を表層部に有しないことを反映して、転動疲労寿命Ｌ₁₀は最も低い。これに比して従来浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は３．１倍となる。試料Ｂ〜Ｄの転動疲労寿命は従来浸炭窒化処理品より大幅に向上する。試料Ｅ，Ｆは、従来浸炭窒化処理品とほぼ同等である。

上記をまとめると、本発明例の試料Ｂ〜Ｄは、水素含有率が低下し、オーステナイト結晶粒度が１１番以上に微細化され、シャルピー衝撃値、耐割れ強度および転動疲労寿命も改善される。

（実施例ＩＩ）
次に、実施例ＩＩについて説明する。下記のＸ材、Ｙ材およびＺ材について、一連の試験を行った。熱処理用素材には、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用い、Ｘ材〜Ｚ材に共通とした。Ｘ材〜Ｚ材の製造履歴は次のとおりである。
Ｘ材（比較例）：普通焼入れのみ（浸炭窒化処理せず）
Ｙ材（比較例）：浸炭窒化処理後にそのまま焼入れ（従来の浸炭窒化焼入れ）。浸炭窒化処理温度８４５℃、保持時間１５０分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。
Ｚ材（本発明例）：図１０の熱処理パターンを施した軸受鋼。浸炭窒化処理温度８４５℃、保持時間１５０分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。

（１）転動疲労寿命
転動疲労寿命の試験条件および試験装置は、上述したように、表２および図１５に示すとおりである。この転動疲労寿命試験の結果を表３に示す。表３によれば、比較例のＹ材は、同じく比較例で普通焼入れのみを施したＸ材のＬ₁₀寿命（試験片１０個中の１個が破損する寿命）の３．１倍を示し、浸炭窒化処理による長寿命化の効果が認められる。これに対して、本発明例のＺ材は、Ｂ材の１．７４倍、またＸ材の５．４倍の長寿命を示している。この改良の主因はミクロ組織の微細化によるものと考えられる。

（２）シャルピー衝撃試験
シャルピー衝撃試験は、Ｕノッチ試験片を用いて、上述のＪＩＳＺ２２４２に準じた方法により行った。試験結果を表４に示す。浸炭窒化処理を行ったＹ材（比較例）のシャルピー衝撃値は、普通焼入れのＸ材（比較例）より高くないが、Ｚ材はＸ材と同等の値が得られた。

（３）静的破壊靭性値の試験
図１６は、静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。この試験片のノッチ部に、予き列を約１ｍｍ導入した後、３点曲げによる静的荷重を加え、破壊荷重Ｐを求めた。破壊靭性値（Ｋ１ｃ値）の算出には次に示す（Ｉ）式を用いた。また、試験結果を表５に示す。予き裂深さが浸炭窒化層深さよりも大きくなったため、比較例のＸ材とＹ材とには違いはない。しかし、本発明例のＺ材は比較例に対して約１．２倍の値を得ることができた。
Ｋ１ｃ＝（ＰＬ√ａ／ＢＷ²）｛５．８−９．２（ａ／Ｗ）＋
４３．６（ａ／Ｗ）²−７５．３（ａ／Ｗ）³＋７７．５（ａ／Ｗ）⁴｝ ……（Ｉ）

（４）静圧壊強度試験
静圧壊強度試験は、上述のように図１６に示す形状のものを用いた。図中、Ｐ方向に荷重を負荷して、静圧壊強度試験を行った。試験結果を表６に示す。浸炭窒化処理を行っているＹ材は普通焼入れのＸ材よりもやや低い値である。しかしながら、本発明例のＺ材は、Ｙ材よりも静圧壊強度が向上し、Ｘ材と遜色ないレベルが得られている。

経年寸法変化率
保持温度１３０℃、保持時間５００時間における経年寸法変化率の測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量（５０μｍ深さ）と併せて表７に示す。残留オーステナイト量の多いＹ材の寸法変化率に比べて、本発明例のＺ材は２分の１以下に抑制されていることがわかる。

異物混入下における転動寿命試験
玉軸受６２０６を用い、標準異物を所定量混入させた異物混入下での転動疲労寿命を評価した。試験条件を表８に、試験結果を表９に示す。Ｘ材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施したＹ材は約２．５倍になり、また、本発明例のＺ材は約２．３倍の長寿命が得られた。本発明例のＺ材は、比較例のＹ材に比べて残留オーステナイト量が少ないものの、窒素の浸入と微細化されたミクロ組織の影響でほぼ同等の長寿命が得られている。

上記の結果より、Ｚ材すなわち本発明例は、従来の浸炭窒化処理では困難であった転動疲労寿命の長寿命化、割れ強度の向上、経年寸法変化率の低減の３項目を同時に満足することができることがわかった。

（実施例ＩＩＩ）
表１０に、窒素含有量と異物混入条件下の転動寿命との関係について行った試験の結果を示す。なお、比較例１は標準焼入れ品、比較例２は標準の浸炭窒化品である。比較例３はこの発明実施例と同様の処理を施したものの窒素量のみ過多の場合である。試験条件は次のとおりである。
供試軸受：円すいころ軸受３０２０６（内／外輪、ころ共にＪＩＳによる高炭素クロム軸受鋼２種（ＳＵＪ２）製）
ラジアル荷重：１７．６４ｋＮ
アキシアル荷重：１．４７ｋＮ
回転速度：２０００ｒ／ｍｉｎ
硬質の異物混入１ｇ／Ｌ

表１０より、実施例１〜５に関しては、窒素含有量と異物寿命はほぼ比例関係にあることがわかる。ただし、窒素含有量が０．７２の比較例３では異物混入下の転動寿命が極端に低下していることに照らし、窒素含有量は０．７を上限とするのがよい。

図１７に、この発明の円すいころ軸受を使用し得る自動車のデファレンシャルの概略構成を示す。このデファレンシャルは、エンジンの駆動力をプペラシャフト（図示省略）から左右のドライブシャフト（図示省略）に伝達する働きをするもので、デファレンシャルケース２１内に配置したドライブピニオン２２が、差動歯車ケース２３に取り付けたリングギヤ２４とかみ合い、差動歯車ケース２３の内部に取り付けたピニオンギヤ２５が、差動歯車ケース２３に左右から挿入したドライブシャフトと結合するサイドギヤ２６とかみ合う。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン２２と差動歯車ケース２３が、それぞれ一対の円すいころ軸受１ａ，１ｂで支持されている。

デファレンシャルケース２１には潤滑油を貯留させてシール部材２７ａ，２７ｂ，２７ｃで密封してあり、各円すいころ軸受１ａ，１ｂは、下部が潤滑油の油浴に漬かった状態で回転し、油浴の潤滑油が軸受内部へ流入する。

図１８は、上述の円すいころ軸受を使用し得る自動車のトランスミッションの構成を例示したものである。このトランスミッションは同期噛合式のもので、同図の左側がエンジン側、右側が駆動車輪側である。メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間に円すいころ軸受４３が配置してある。この例では、メインドライブギヤ４２の内周に円すいころ軸受４３の外輪軌道面が直接形成してある。メインドライブギヤ４２は、円すいころ軸受４４でケーシング４５に対して回転自在に支持される。メインドライブギヤ４２にクラッチギヤ４６を連結させ、クラッチギヤ４６に近接してシンクロ機構４７が配置してある。

シンクロ機構４７は、セレクタ（図示省略）の作動によって軸方向（同図で左右方向）に移動するスリーブ４８と、スリーブ４８の内周に軸方向移動自在に装着したシンクロナイザーキー４９と、メインシャフト４１の外周に係合連結されたハブ５０と、クラッチギヤ４６の外周（コーン部）に摺動自在に装着したシンクロナイザーリング５１と、シンクロナイザーキー４９をスリーブ４８の内周に弾性的に押圧する押さえピン５２およびスプリング５３とを備えている。

同図に示す状態では、スリーブ４８およびシンクロナイザーキー４９が押さえピン５２によって中立位置に保持されている。この時、メインドライブギヤ４２はメインシャフト４１に対して空転する。一方、セレクタの作動により、スリーブ４８が同図に示す状態から例えば軸方向左側に移動すると、スリーブ４８に従動してシンクロナイザーキー４９が軸方向左側に移動し、シンクロナイザーリング５１をクラッチギヤ４６のコーン部の傾斜面に押し付ける。これにより、クラッチギヤ４６の回転速度が落ち、逆にシンクロ機構４７側の回転速度が高まる。そして、両者の回転速度が同期した頃、スリーブ４８がさらに軸方向左側に移動して、クラッチギヤ４６とかみ合い、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間がシンクロ機構４７を介して連結される。これにより、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２とが同期回転する。

図２に示した円すいころ軸受は、図２０に示すように、円すいころ４と、内輪２および外輪３の各軌道面２ａ、３ａの各テーパ角度頂点は、円すいころ軸受１の中心線上の一点Ｏで一致し、円すいころ４が各軌道面２ａ、３ａに沿って転がり運動できるようになっている。そして、図２１に拡大して示すように、内輪２の大つば面２ｂは、円すい面ａと、この円すい面ａの半径方向外側に滑らかに連なった円弧断面の逃げ面ｂとで構成され、逃げ面ｂの半径方向外側に面取りｃが設けてある。円すい面ａは、図２０に示したＯ点を中心として形成されたものである。また、円すいころ４の大端面４ａは、Ｏ点から内輪２の大つば面２ｂまでの距離Ｒ_０よりも適宜小さい曲率半径Ｒの部分球面で形成され、この部分球面の中央部に円形領域のぬすみ４ｂが設けてある。このぬすみ４ｂの外周端は、大つば面２ｂの円すい面ａと逃げ面ｂの境界近傍に位置している。

前述したように、円すいころ４は軸受使用時に大端面４ａが大つば面２ｂに押し付けられながら転動するため、大端面４ａを構成する部分球面の一部が円すい面ａと接触して両者間に接触楕円Ｌ（図２１はその断面を示す）が生じる。円すい面ａと逃げ面ｂとの境界は接触楕円Ｌの外縁近傍に位置し、部分球面１８ａと逃げ面ｂで接触楕円Ｌに近接する鋭角の楔形すきまが形成される。接触楕円Ｌは軸受使用時のアキシアル荷重が高いほど大きくなる。したがって、許容最大アキシアル荷重下での最大接触楕円を想定し、円すい面ａと逃げ面ｂの境界がこの最大接触楕円の外縁近傍となるように設定することにより、潤滑油を引き込む楔形すきまがあらゆる使用負荷レンジで適切に形成される。

述べたように、この実施の形態の円すいころ軸受は、円すいころ大端面と接触する内輪大つば面の円すい面に、湾曲した逃げ面を滑らかに接続して、接触領域の外側に鋭角の楔形すきまを形成し、接触領域への潤滑油の引き込み作用を高めるようにしたので、両者間に十分な油膜が形成され、この滑らかな逃げ面の形成で、円すいころスキュー時の、内輪大つば面との当たりによる疵付きを防止することができる。また、この円すいころ軸受で歯車軸を支持することにより、歯車軸支持装置のメンテナンス周期を著しく延長することができる。

次に、図２２に示す実施の形態は、内輪２の小つば面２ｃを円すいころ４の小端面４ｃと平行な面とした例である。内輪２の小つば面２ｃを、軌道面２ａに配列された円すいころ４の小端面４ｃと平行な面とすることにより、初期組立状態での円すいころ４の大端面４ａと内輪２の大つば面２ｂとの間のすきま（円すいころ４が正規の位置に落ち着いたときの小端面４ｃと内輪２の小つば面２ｃとの間のすきまｓに等しい）に対する円すいころ４の小端面４ｃの面取り寸法、形状のばらつきの影響を排除することができる。すなわち、図２２に破線で示すように、小端面４ｃの面取り寸法、形状が異なっても、初期組立状態において、互いに平行な小端面４ｃと小つば面２ｃとは面接触するため、このときの大端面４ａと大つば面２ｂとの間のすきまは常に一定となり、各円すいころ４が正規の位置に落ち着くまでの時間のばらつきをなくし、ならし運転時間を短縮することができる。

円すいころ４の大端面４ａの曲率中心Ｒと、Ｏ点から内輪２の大つば面２ｂまでの距離Ｒ_０との比の値Ｒ／Ｒ_０は、０．７５〜０．８７の範囲に設定してある（図２０参照）。また、内輪２の大つば面２ｂは、０．１２μｍの表面粗さＲａに研削加工されている。内輪の小つば面は、研削加工面とするほか、たとえばコスト低減のため、旋削加工面とすることもできる。

実施例として、円すいころ４の大端面４ａの曲率半径Ｒが、Ｒ／Ｒ_０＝０．７５〜０．８７の範囲に入り、内輪２の大つば面２ｂの表面粗さＲａが０．１２μｍで、小つば面２ｃが円すいころ４の小端面４ｃと平行な研削加工面で形成された円すいころ軸受（表１１中の実施例６〜９）を用意した。軸受の寸法（ｍｍ）は、いずれも内径４０、外径６０である。比較例として、Ｒ／Ｒ_０の値が上記の範囲を外れ、かつ、内輪の小つば面が円すいころの小端面に対して外側に傾斜した円すいころ軸受（表１１中の比較例４〜６）を用意した。軸受の寸法は実施例と同じである。

実施例および比較例の円すいころ軸受に対して、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。また、実施例７と比較例５の円すいころ軸受に対しては、ならし運転試験も行った。ならし運転試験のサンプル数は、実施例７に対しては６６個、比較例５に対しては１０個とした。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
負荷荷重：１９．６１ｋＮ
回転数：１０００〜３５００ｒ／ｍｉｎ
潤滑油：タービンＶＧ５６（給油量４０ｍｌ／ｍｉｎ、給油温度４０℃±３℃）

各試験結果を表１１に示す。耐焼付き試験における焼付きは、内輪の大つば面と円すいころの大端面の間で生じたものである。

実施例の円すいころ軸受は、いずれも耐焼付き試験における焼付き発生の限界回転数が２７００ｒ／ｍｉｎ以下になっており、デファレンシャル等の通常の使用条件下で問題となることがある。大つば面の表面粗さＲａが粗い比較例６は、同じ曲率半径Ｒの比較例５よりも低い焼付き発生限界回転数を示している。

また、ならし運転試験の結果は、比較例では円すいころが正規の位置に落ち着くまでの回転回数の平均値が６回であるのに対して、実施例では約半分の２．９６回になっている。実施例は回転回数のばらつきの標準偏差も小さくなっており、ならし運転時間を安定して短縮できることがわかる。

述べたように、この実施の形態の円すいころ軸受は、円すいころの大端面の曲率半径Ｒを、Ｒ／Ｒ_０＝０．７５〜０．８７の範囲の値とするとともに、内輪の小つば面を円すいころの小端面と平行な面で形成したので、内輪大つば面と円すいころ大端面間でのすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼付きの発生を防止でき、かつ、ならし運転時間を短縮して軸受取り付け作業を効率化することができる。また、車両用歯車軸支持装置の耐久性を向上させることができる。

ここに開示された実施の形態はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。この発明の範囲は上記した説明ではなく特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。

（Ａ）はこの発明の実施の形態を示す保持器の展開平面図、（Ｂ）は図１（Ａ）のＢ−Ｂ矢視図 （Ａ）はこの発明の実施の形態を示す円すいころ軸受の横断面図、（Ｂ）は図２（Ａ）の円すいころ軸受の縦断面図 従来の円すいころ軸受の部分拡大断面図 トルク測定試験の結果を示すグラフ 窓角が下限の円すいころ軸受の部分拡大断面図 窓角が上限の円すいころ軸受の部分拡大断面図 軸受の寿命試験の結果を示す図 保持器の変形例を示す円すいころ軸受の部分断面図 図８の保持器の柱部の断面図 円すいころ軸受の熱処理方法を説明する図 円すいころ軸受の熱処理方法の変形例を示す図 （Ａ）は本発明例の軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒界を示す組織図、（Ｂ）は従来の軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒界を示す組織図 （Ａ）は図１６（Ａ）を図解したオーステナイト粒界を示す組織図、（Ｂ）は図１６（Ｂ）を図解したオーステナイト粒界を示す組織図 静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）の試験片を示す図 （Ａ）は転動疲労寿命試験機の概略図、（Ｂ）は転動疲労寿命試験機の側面図 静的破壊靭性試験の試験片を示す図 一般的な自動車デファレンシャルの断面図 一般的な自動車トランスミッションの断面図 円すいころ軸受においてころピッチ円径（ＰＣＤ）を変化させたときの剛性比（−●−）およびトルク比（−○−）の変化を表した線図 円すいころ軸受の設計仕様を説明するための断面図 図２０のころ大端面側の部分拡大図 図２０のころ小端面側の部分拡大図 ころ大端面の曲率半径と油膜厚さの関係を示すグラフ ころ大端面の曲率半径と最大ヘルツ応力の関係を示すグラフ

符号の説明

１ａ，１ｂ 円すいころ軸受
２ 内輪
２ａ 軌道面
２ｂ 大つば
２ｃ 小つば
３ 外輪
３ａ 軌道面
４ 円すいころ
５ 保持器
６ 環状部（ころ小端面側）
７ 環状部（ころ大端面側）
８ 柱部
８ａ テーパ面
８ｂ 突起部
９ ポケット

Claims (8)

1. 内輪と、外輪と、内輪と外輪との間に転動自在に介在させた複数の円すいころと、円すいころを円周所定間隔に保持する保持器とからなり、
   ころ係数γが０．９４を越え、
   前記内輪、外輪および円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材が、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を越える範囲にあり、
   前記内輪の大つば面が、円すいころの大端面に接触する円すい面と、この円すい面の外側に滑らかに連なり、円すいころの大端面から離隔する方向に湾曲する逃げ面とで構成され、前記内輪の小つば面が、円すいころの小端面と平行な面で形成され、円すいころの大端面の曲率半径をＲ、円すいころのテーパ角度の頂点から内輪の大つば面までの距離をＲ_０としたとき、Ｒ／Ｒ_０を０．７５〜０．８７の範囲で構成され、
   前記保持器が、円すいころの小端面側で連なった環状部と、円すいころの大端面側で連なった環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とからなり、隣接する柱部間に円すいころを収容するためのポケットが形成してあり、前記柱部の内径面の両側に前記ころの転動面と接するテーパ面が形成してあり、前記テーパ面の幅方向の長さ寸法が、前記ころの平均直径の５％以上１１％未満である円すいころ軸受。
2. 前記逃げ面の断面形状が円弧形状である請求項１の円すいころ軸受。
3. 前記円すいころの大端面の中央部に円形領域のぬすみが設けられ、このぬすみの外周端が、前記内輪の大つば面の円すい面と逃げ面の境界近傍に位置する請求項１または２の円すいころ軸受。
4. 前記内輪の大つば面の円すい面と逃げ面の境界が、円すいころの大端面と内輪の大つば面との接触で生じる最大接触楕円の外縁近傍に位置する請求項１から３のいずれか１項の円すいころ軸受。
5. 内輪の大つば面の表面粗さＲａが０．０５〜０．２０μｍの範囲である請求項１から４のいずれか１項の円すいころ軸受。
6. 前記柱部の厚さ寸法が、前記円すいころの平均直径の５％以上１７％未満である請求項１から５のいずれか１項の円すいころ軸受。
7. 前記窒素富化層における窒素含有量が０．１％〜０．７％の範囲である請求項１から６のいずれか１項の円すいころ軸受。
8. 前記ポケットの窓角が５５°以上８０°以下である請求項１から７のいずれかの１項の円すいころ軸受。

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